王俊惠,韓 峰,任云燕

(北京理工大學(xué) 爆炸科學(xué)與技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 北京 100081)

0 引言

坦克自問(wèn)世以來(lái),就一直在戰(zhàn)爭(zhēng)中占據(jù)舉足輕重的地位,其上一般配備穿甲彈、破甲彈、殺爆彈、攻堅(jiān)彈以及特種彈等類型彈種,在面對(duì)特定目標(biāo)時(shí)選擇不同彈種完成作戰(zhàn)任務(wù)?？紤]到未來(lái)戰(zhàn)場(chǎng)目標(biāo)多樣性以及戰(zhàn)爭(zhēng)形勢(shì)日益復(fù)雜,而坦克本身攜彈量有限,在執(zhí)行特定任務(wù)時(shí)需要考慮彈藥配比問(wèn)題,且對(duì)復(fù)雜戰(zhàn)場(chǎng)不能做出靈活應(yīng)對(duì)。因此,發(fā)展一種能夠?qū)崿F(xiàn)攻堅(jiān)、破甲以及殺爆3大功能的多功能彈種,改善裝備運(yùn)載體系和后勤保障系統(tǒng),緩解坦克攜彈量有限以及需要搭配相應(yīng)數(shù)量多種彈藥的問(wèn)題,最大限度提高整體作戰(zhàn)效率是十分必要且迫切的。

目前多功能彈丸主要功能在破甲以及殺傷兩方面,王利俠、趙玉清等[1-2]對(duì)破甲殺傷雙用途彈藥展開(kāi)毀傷威力實(shí)驗(yàn),從彈丸結(jié)構(gòu)及裝藥結(jié)構(gòu)方面展開(kāi)分析研究,提供了影響破甲殺傷雙用途彈丸殺傷威力的關(guān)鍵因素,并對(duì)彈丸設(shè)計(jì)參數(shù)進(jìn)行了總結(jié)。國(guó)外目前可見(jiàn)集攻堅(jiān)、破甲、殺傷一體的彈丸僅有美國(guó)報(bào)道的XM1147,其在2019年裝配于M1A2坦克,但還未見(jiàn)該彈在戰(zhàn)場(chǎng)上使用的記載。

基于未來(lái)戰(zhàn)場(chǎng)形式對(duì)多功能彈戰(zhàn)斗部的需求,自主設(shè)計(jì)了一種能夠同時(shí)滿足攻堅(jiān)、破甲、殺傷3種功能的戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)。所設(shè)計(jì)彈丸是由同口徑殺爆彈改進(jìn)得來(lái),擁有同樣的外彈道條件,彈丸外形尺寸固定,因此著重對(duì)于彈丸內(nèi)部結(jié)構(gòu)尺寸進(jìn)行分析研究。彈丸結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖如圖1所示。

圖1 多功能彈丸結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖

對(duì)于多功能彈實(shí)現(xiàn)攻堅(jiān)與破甲這兩大功能,主要問(wèn)題在于協(xié)調(diào)這兩大功能之間的矛盾關(guān)系,侵徹混凝土需要依靠彈丸自身動(dòng)能撞擊靶板,因此需要彈體材料有較高的強(qiáng)度能夠承受侵徹混凝土?xí)r的高過(guò)載,而破甲功能侵徹鋼板依靠聚能射流在靶板上穿出一個(gè)直徑較小的孔徑,且需要一定的炸高來(lái)保證聚能射流的威力,同時(shí)彈丸前端頭部會(huì)對(duì)后續(xù)聚能射流產(chǎn)生干擾作用。

想要盡可能地協(xié)調(diào)攻堅(jiān)與破甲兩大功能,重點(diǎn)在于對(duì)彈丸頭部長(zhǎng)度L0進(jìn)行分析,使其在彈丸執(zhí)行攻堅(jiān)功能時(shí)能夠保證彈丸侵徹的結(jié)構(gòu)完整性及侵徹威力,在彈丸執(zhí)行破甲功能時(shí)給藥型罩結(jié)構(gòu)匹配有利炸高且降低對(duì)射流后續(xù)破甲的影響。因此對(duì)彈丸侵徹混凝土?xí)r彈丸的質(zhì)量侵蝕研究尤為重要。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)彈丸侵徹過(guò)程中彈體質(zhì)量侵蝕進(jìn)行了大量的研究,取得了一定的成果。20世紀(jì)90年代,美國(guó)圣地亞實(shí)驗(yàn)室Forrestal與Frew[3-4]進(jìn)行了大量卵形頭部彈丸侵徹混凝土靶板的實(shí)驗(yàn),分析了彈丸不同速度和不同曲徑比侵徹混凝土的侵徹深度與彈丸質(zhì)量損失規(guī)律。Mu等[5]在實(shí)驗(yàn)中觀察發(fā)現(xiàn)彈丸侵徹中質(zhì)量損失主要來(lái)自于頭部。楊健超等[6]進(jìn)行了不同速度侵徹不同強(qiáng)度混凝土的實(shí)驗(yàn),根據(jù)結(jié)果擬合出了既定材料彈體質(zhì)量侵蝕同侵徹速度之間的關(guān)系。何麗靈等[7]對(duì)侵徹后剩余彈體進(jìn)行金相分析,發(fā)現(xiàn)彈頭存在絕熱剪切帶以及熱影響區(qū),表明絕熱剪切帶對(duì)彈體質(zhì)量有一定的影響。武海軍等[8]進(jìn)行了不同結(jié)構(gòu)、不同材料彈體高速侵徹石灰石骨料、石英石骨料2種混凝土靶試驗(yàn)研究,結(jié)果表明高速侵徹情況下彈體質(zhì)量損失量與其初動(dòng)量之間存在與彈體材料強(qiáng)度相關(guān)的近似線性關(guān)系。彈體初速度越高、彈體材料強(qiáng)度越低,彈體頭部侵蝕越嚴(yán)重,質(zhì)量損失量越高。寧建國(guó)等[9]深入探索動(dòng)能彈侵徹混凝土的內(nèi)在機(jī)理,表明彈體侵蝕是多種機(jī)制共同作用的結(jié)果,彈體表面熱熔化、骨料切削、應(yīng)力集中以及彈尖的破碎均會(huì)影響彈體形狀變化乃至彈體結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性。

在實(shí)驗(yàn)分析的基礎(chǔ)上,國(guó)內(nèi)外學(xué)者結(jié)合理論分析,建立了彈體質(zhì)量損失的模型。Silling等[10]在所做實(shí)驗(yàn)基礎(chǔ)上,擬合試驗(yàn)數(shù)據(jù)給出了彈體質(zhì)量損失的表征模型,認(rèn)為彈體在侵徹過(guò)程中質(zhì)量損失與彈體的動(dòng)能變化相關(guān)。陳小偉等[11]通過(guò)對(duì)高速侵徹彈體的質(zhì)量侵蝕試驗(yàn)分析,建立了質(zhì)量侵蝕的工程理論模型,可預(yù)估彈體侵徹后的頭形和質(zhì)量侵蝕。He等[13]基于Jones[12]的工作,得到了考慮骨料影響的彈體質(zhì)量損失預(yù)測(cè)公式。歐陽(yáng)昊等[14]通過(guò)對(duì)彈丸侵徹混凝土彈體質(zhì)量侵蝕試驗(yàn)分析,進(jìn)一步討論了混凝土骨料對(duì)彈體質(zhì)量侵蝕的影響,并引入混凝土骨料體積分?jǐn)?shù)和骨料剪切強(qiáng)度代替骨料莫氏硬度,給出無(wú)量綱骨料修正因子,建立了修正的彈體質(zhì)量損失工程模型。

Beissel等[15]提出了一種計(jì)算彈丸與目標(biāo)面磨損導(dǎo)致彈丸質(zhì)量損失的有限元算法,與實(shí)驗(yàn)比較校準(zhǔn)模型后,得出了彈丸侵徹深度和彈丸質(zhì)量損失與撞擊速度的關(guān)系。馬天寶等[16]將質(zhì)點(diǎn)映射算法嵌入自主開(kāi)發(fā)的MMIC-2D歐拉型爆炸與沖擊問(wèn)題數(shù)值模擬程序中,并加入基于熔化熱熔融理論的質(zhì)量侵蝕模型,進(jìn)行了數(shù)值模擬,驗(yàn)證了算法的合理性。

在確保多功能彈攻堅(jiān)功能基礎(chǔ)上,還需對(duì)破甲過(guò)程進(jìn)行分析,數(shù)值模擬是一種較為方便且具有一定準(zhǔn)確度的方法。對(duì)聚能射流進(jìn)行數(shù)值模擬的研究目前主要使用ALE方法。侯秀成[17]利用數(shù)值模擬手段,研究了某一成型裝藥結(jié)構(gòu)所形成射流的速度梯度,獲得了射流在不同時(shí)刻沿其長(zhǎng)度的速度分布曲線。王國(guó)輝[18]建立了射流侵徹復(fù)合裝甲的數(shù)值仿真有限元模型,認(rèn)為45°～60°的錐角比較適合作為反復(fù)合裝甲的破甲彈藥型罩錐角。

以所設(shè)計(jì)多功能彈結(jié)構(gòu)為基礎(chǔ)建立仿真計(jì)算模型,驗(yàn)證所設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)的毀傷威力,對(duì)比不同頭部長(zhǎng)度彈丸侵徹鋼筋混凝土?xí)r的頭部損失量,得出滿足彈丸侵徹混凝土威力條件下的有利頭部長(zhǎng)度值,為藥型罩形成射流提供有利炸高,并比較不同錐角與壁厚對(duì)射流成型和侵徹威力的影響。

1 彈丸侵徹鋼筋混凝土靶板的數(shù)值模擬

1.1 有限元模型建立

使用LS-DYNA軟件對(duì)多功能彈侵徹鋼筋混凝土靶板進(jìn)行數(shù)值模擬。由于靶板與彈丸都是對(duì)稱結(jié)構(gòu),可使用四分之一三維模型,所建立的數(shù)值計(jì)算模型如圖2所示。彈丸直徑為125 mm,長(zhǎng)徑比為4,彈丸頭部CRH為3,改變L0長(zhǎng)度分別為70、65、60、55、50 mm,仿真計(jì)算L0對(duì)多功能彈侵徹鋼筋混凝土?xí)r彈丸結(jié)構(gòu)以及侵徹深度的影響,同時(shí)根據(jù)原殺爆彈外彈道條件彈丸碰靶速度為650 m/s;靶板采用C40鋼筋混凝土,長(zhǎng)寬均為1 000 mm,厚度為1 500 mm,在其中鋪設(shè)30層網(wǎng)孔大小為125 mm×125 mm、直徑為12 mm的鋼筋。彈丸碰撞位置設(shè)置在鋼筋網(wǎng)眼的中心位置。彈丸與靶板之間采用面面侵蝕接觸。

圖2 多功能彈侵徹靶板仿真模型

1.2 材料模型

彈體材料為4340鋼,采用PLASTIC-KINEMATIC隨動(dòng)/各向同性硬化模型,該模型與應(yīng)變率有關(guān),且考慮了失效、應(yīng)變率對(duì)強(qiáng)度的影響,具體材料參數(shù)如表1。

表1 4340鋼仿真材料參數(shù)

使用JOHNSON-HOLMQUIST-CONCRETE材料模型來(lái)描述混凝土。該模型可較好模擬混凝土在彈丸沖擊作用下產(chǎn)生的損傷、破碎及斷裂現(xiàn)象,具體參數(shù)如表2,其單位制為cm-g-μs。

為使HJC模型對(duì)模擬混凝土材料拉伸破壞有一定的能力且可以正確反映混凝土受彈體侵徹時(shí)的破壞現(xiàn)象,使用LS-DYNA中自帶侵蝕模型MAT-ADD-EROSION,設(shè)置混凝土拉伸失效破壞閾值,合理刪除已失效單元,能夠在一定程度上反映混凝土自由面層裂的典型破壞現(xiàn)象。

表2 混凝土仿真材料參數(shù)

1.3 數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果

頭部侵徹體長(zhǎng)度L0為70 mm時(shí)的數(shù)值計(jì)算彈丸侵徹混凝土?xí)r間歷程圖如圖3所示。靶板破壞區(qū)仿真與實(shí)驗(yàn)對(duì)比圖如圖4所示。

圖3 多功能彈數(shù)值模擬結(jié)果(靶板應(yīng)變?cè)茍D)

(a)、(c)為數(shù)值模擬破壞形式;(b)為文獻(xiàn)[19]中結(jié)果圖

由圖中可看出鋼筋對(duì)靶板前后坑的破壞有較大的抑制作用,在彈丸正侵徹混凝土?xí)r,由于拉伸波在界面反射造成破壞,前后坑破壞區(qū)一般呈現(xiàn)為圓錐形,深度約為2倍彈徑,表面破壞區(qū)半徑約為4～5倍彈徑[20],而由于鋼筋的存在,圖示中前后坑破壞區(qū)深度明顯降低,坑深度被限制在第一層鋼筋鋪設(shè)面,破壞區(qū)形狀可看出呈淺碟狀,但總體受到網(wǎng)眼尺寸限制,數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)中破壞形狀相比誤差較小,從靶表面破壞區(qū)大小來(lái)看,實(shí)驗(yàn)中彈坑直徑可達(dá)到彈丸直徑的7～8倍,仿真中由于靶板所設(shè)失效影響,在迎彈面靶板材料并未脫落,但在首層鋼筋所在平面可觀察到靶板失效區(qū)域約為彈徑的5～6倍,剔除靶板迎彈面表面材料粘連的影響,仿真結(jié)果仍然具有一定的參考價(jià)值。

改變彈丸頭部長(zhǎng)度,得出不同頭部初始長(zhǎng)度下彈丸速質(zhì)量曲線與彈丸度曲線如圖5所示。做出不同頭部長(zhǎng)度下的彈丸侵徹深度,剩余速度與彈丸質(zhì)量侵蝕如表3。 彈丸頭部剩余長(zhǎng)度隨初始長(zhǎng)度變化曲線如圖6所示。

圖5 彈丸侵徹質(zhì)量與速度時(shí)間歷程圖

表3 多功能彈侵徹鋼筋混凝土結(jié)果

圖6 彈丸頭部剩余長(zhǎng)度隨初始長(zhǎng)度變化曲線

由圖表分析可知,彈丸在各結(jié)構(gòu)下均可侵徹1.5 m厚鋼筋混凝土靶板,在侵徹完成后有約100 m/s的剩余速度,質(zhì)量侵蝕均在1.5%左右,頭部剩余長(zhǎng)度隨著彈丸初始頭部長(zhǎng)度的減小而線性減小。

由此可得,彈丸在相同速度和CRH值條件下,侵徹過(guò)程中彈丸剩余速度和質(zhì)量損失比例基本趨于穩(wěn)定,彈丸頭部剩余長(zhǎng)度隨彈丸初始長(zhǎng)度呈線性變化,靶板在被侵徹后整體破壞面趨于一致,迎彈面呈淺碟形坑,背板有一定圓錐形趨勢(shì),總體大小約等于網(wǎng)眼尺寸大小。

以上分析僅針對(duì)彈丸正侵徹撞擊鋼筋網(wǎng)眼中心位置(圖7(a)),為進(jìn)行全面分析,另取彈丸撞擊鋼筋網(wǎng)網(wǎng)眼中單根鋼筋(圖7(b))與鋼筋交點(diǎn)處(圖7(c))2處位置進(jìn)行數(shù)值計(jì)算分析。

圖7 彈丸撞擊鋼筋位置示意圖

彈丸撞擊單根鋼筋數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果如表4(單位為mm)。從表中可看出彈丸撞擊位置為單根鋼筋時(shí),侵徹深度較彈丸未碰撞鋼筋明顯下降,頭部剩余長(zhǎng)度大幅下降,在初始頭部長(zhǎng)度為60、55、50 mm時(shí)彈頭已出現(xiàn)明顯破壞,無(wú)法保持彈丸整體結(jié)構(gòu)的完整性,侵徹結(jié)束時(shí)彈頭形狀與靶板破壞區(qū)域示意圖如圖8。同時(shí)也可看出,彈丸在撞擊單根鋼筋時(shí),會(huì)產(chǎn)生一定程度的彈道偏轉(zhuǎn)現(xiàn)象,偏轉(zhuǎn)角度約5°左右,也導(dǎo)致了彈丸頭部不對(duì)稱的破壞,在總體表現(xiàn)上對(duì)彈丸侵徹深度有一定影響。

表4 多功能彈各結(jié)構(gòu)撞擊單根鋼筋計(jì)算結(jié)果

彈丸撞擊鋼筋交叉位置時(shí)數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果如表5(單位為mm)。可看出彈丸撞擊位置為鋼筋交叉處時(shí),侵徹深度與彈丸撞擊單根鋼筋時(shí)相近,均為1 200 mm左右,頭部初始長(zhǎng)度為70 mm和65 mm時(shí)剩余長(zhǎng)度較撞擊單根鋼筋減小,頭部初始長(zhǎng)度為60、55、50 mm時(shí),頭部分別在侵徹深度達(dá)到938.9、822.2、688.5 mm時(shí)形成剪切破壞,無(wú)法保持彈丸結(jié)構(gòu)完整性,彈頭破壞示意圖如圖9所示。與彈丸撞擊單根鋼筋時(shí)不同,正撞擊鋼筋交叉位置時(shí),彈丸侵徹彈道未發(fā)生偏轉(zhuǎn)現(xiàn)象,彈丸頭部破壞也具有一定的對(duì)稱性。

圖8 彈丸撞擊單根鋼筋位置彈頭與靶板破壞示意圖

表5 多功能彈各結(jié)構(gòu)撞擊鋼筋交叉位置計(jì)算結(jié)果

圖9 彈丸撞擊鋼筋交叉位置彈頭破壞示意圖

由以上數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果分析可得,不同頭部長(zhǎng)度對(duì)靶板毀傷作用影響較小,主要對(duì)彈丸侵徹過(guò)程中結(jié)構(gòu)完整性有較大影響,綜合考慮彈丸不同姿態(tài)與攻角侵徹鋼筋混凝土靶板的情況與侵徹體長(zhǎng)度變化對(duì)后續(xù)射流成型及破甲深度的影響,將多功能彈頭部長(zhǎng)度L0設(shè)為70 mm,則藥型罩炸高被限制為214.5 mm。

2 多功能彈破甲功能的數(shù)值模擬

2.1 有限元模型建立

在保證多功能彈侵徹鋼筋混凝土威力的同時(shí),考慮彈丸的破甲作用,由于已確定彈丸頭部長(zhǎng)度,因此藥型罩炸高也被確定,主要分析藥型罩錐角與壁厚對(duì)射流成型和破甲威力的影響。

藥型罩的聚能裝藥結(jié)構(gòu)是旋轉(zhuǎn)體,可采用平面1/2模型,使用ALE算法,其中炸藥、藥型罩、空氣使用歐拉算法,彈丸殼體、彈丸頭部、靶板使用拉格朗日算法,各部件間作用采用流固耦合算法進(jìn)行實(shí)現(xiàn)。炸藥與藥型罩可使用關(guān)鍵字*INITIAL_VOLUME_FRACTION_GEOMETRY來(lái)進(jìn)行填充,最終計(jì)算模型如圖10所示。炸藥設(shè)置為單點(diǎn)起爆,起爆點(diǎn)位于炸藥與殼體接觸彈底部中心位置。靶板厚度設(shè)置為480 mm,直徑設(shè)置為120 mm。計(jì)算單位制為cm-g-μs。

圖10 多功能彈破甲數(shù)值模擬計(jì)算模型

2.2 材料模型

炸藥材料為8701,用高能炸藥爆轟模型來(lái)表示炸藥的材料模型,并采用JWL狀態(tài)方程,炸藥參數(shù)見(jiàn)表6。藥型罩采用Steinberg材料模型,其較之Johnson-Cook模型能夠更加全面地考慮材料動(dòng)態(tài)性能下屈服強(qiáng)度,且材料的剪切模量以及屈服強(qiáng)度與外界壓力和環(huán)境溫度之間的關(guān)系也在考慮范圍內(nèi),同時(shí)也會(huì)考慮材料的熔化溫度受高壓的影響。因此在數(shù)值模擬中同實(shí)驗(yàn)結(jié)果的匹配性很高。紫銅藥型罩材料模型參數(shù)見(jiàn)表7。

表6 8701炸藥仿真材料參數(shù)

表7 紫銅仿真材料參數(shù)

殼體及靶板材料均為鋼,隔板材料采用塑料,使用應(yīng)變率相關(guān)和失效相結(jié)合的各向同性塑性隨動(dòng)硬化模型,各材料參數(shù)如表8所示。

表8 靶板、殼體及隔板仿真材料參數(shù)

2.3 數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果分析

圖11中給出了藥型罩錐角為50°、壁厚為2 mm時(shí)所形成的射流在彈丸內(nèi)成型、射流穿出彈丸以及射流貫穿靶板3個(gè)時(shí)刻的射流形態(tài)示意圖。

圖11 不同時(shí)刻射流形態(tài)示意圖

根據(jù)后處理結(jié)果,射流在侵徹貫穿480 mm厚鋼靶板之后,射流頭部具有2 114 m/s的剩余速度,能夠滿足初步預(yù)設(shè)戰(zhàn)術(shù)技術(shù)指標(biāo)要求,在此基礎(chǔ)上比較不同錐角與壁厚對(duì)藥型罩形成射流的影響。

依據(jù)上述計(jì)算分析模型,改變藥型罩錐角為55°、60°、65°、70°,比較在不同錐角條件下,射流在彈丸內(nèi)成型過(guò)程、侵徹前射流速度質(zhì)量分布情況以及射流侵徹靶板的威力。表9給出了不同錐角射流成型后形態(tài)及侵徹靶板對(duì)比結(jié)果。

表9 不同錐角射流成型形態(tài)及侵徹靶板對(duì)比

從上表中可看出藥型罩錐角在50°～70°時(shí),隨著錐角的增大,射流最大速度隨之減小,頭部質(zhì)量少許增加,整個(gè)射流形態(tài)趨向于短粗,速度梯度減小,射流在侵徹貫穿480 mm厚鋼靶板之后均有1 000 m/s以上剩余速度,靶板最大孔徑也隨著藥型罩錐角的增大而減小。另可發(fā)現(xiàn)藥型罩錐為50°～60°時(shí),射流貫穿靶板后剩余速度相差較小,靶板孔徑近似,但當(dāng)錐角為60°時(shí),射流速度梯度較小,質(zhì)量分布較均勻,射流穩(wěn)定性較好,因此選取藥型罩錐角為60°進(jìn)行藥型罩壁厚對(duì)射流成型影響的分析。

在確定錐角為60°條件下,通過(guò)改變藥型罩壁厚依次為1、1.5、2、2.5、3 mm,使用數(shù)值模擬仿真聚能射流成型過(guò)程,所形成射流形態(tài)如表10所示。通過(guò)對(duì)比發(fā)現(xiàn),在藥型罩錐角及其余結(jié)構(gòu)確定條件下,隨著藥型罩壁厚的增加,射流頭部最大速度隨之減小,射流長(zhǎng)度方向速度梯度增加,射流整體長(zhǎng)度略有增加,這是由于壁厚的增加,射流的質(zhì)量與直徑也隨之增加,爆轟波沿藥型罩壁厚方向的衰減會(huì)造成頭部速度與平均速度的降低。不同錐角與不同壁厚射流速度沿長(zhǎng)度分布曲線如圖12所示。

表10 不同壁厚射流成型形態(tài)對(duì)比

圖12 不同錐角與不同壁厚射流速度沿長(zhǎng)度分布曲線

3 結(jié)論

1) 對(duì)彈丸侵徹鋼筋混凝土靶板威力進(jìn)行了研究,通過(guò)數(shù)值模擬比較得出鋼筋對(duì)混凝土迎彈面破壞區(qū)成坑深度有較大削弱作用,靶板開(kāi)坑深度基本被限制于首層鋼筋網(wǎng)鋪設(shè)面,彈坑呈淺碟狀,靶板首層鋼筋所在平面失效區(qū)域直徑約為5～6倍彈徑。同時(shí)彈丸正侵徹鋼筋混凝土靶板撞擊鋼筋位置對(duì)侵徹深度有較大影響,彈丸直接接觸鋼筋時(shí)所受阻力要大于未直接接觸鋼筋時(shí)的阻力,侵徹深度下降,且當(dāng)彈丸撞擊單根鋼筋時(shí),彈丸侵徹彈道會(huì)發(fā)生一定偏轉(zhuǎn),彈頭發(fā)生不對(duì)稱磨蝕。

2) 通過(guò)對(duì)彈丸侵徹鋼筋混凝土靶板的數(shù)值模擬,觀察比較得出彈丸侵徹時(shí),在相同CRH和相同速度條件下彈丸質(zhì)量侵蝕比例相差不大,彈頭侵蝕質(zhì)量絕對(duì)值差距較小,彈丸剩余頭部長(zhǎng)度與彈丸初始頭部長(zhǎng)度線性相關(guān),因此合理設(shè)置彈丸頭部尺寸可使彈丸在保持結(jié)構(gòu)完整性條件下貫穿靶板且對(duì)彈丸內(nèi)藥型罩形成聚能射流提供有利炸高。

3) 針對(duì)多功能彈破甲功能,用數(shù)值模擬對(duì)不同錐角和壁厚藥型罩射流成型、穿出彈丸以及侵徹靶板過(guò)程進(jìn)行計(jì)算,得出當(dāng)藥型罩錐角在50°～70°時(shí),隨著藥型罩錐角變大,所形成的射流頭部最大速度下降,射流速度梯度下降,長(zhǎng)度變短,整個(gè)射流形態(tài)更為短粗,射流頭部質(zhì)量占比增加。在錐角給定時(shí),改變藥型罩壁厚為1、1.5、2、2.5、3 mm,數(shù)值計(jì)算結(jié)果表明,隨著藥型罩壁厚的增加,導(dǎo)致射流質(zhì)量增加和沿壁厚方向爆轟波的衰減,所形成射流的頭部速度降低,速度梯度增加,射流整體長(zhǎng)度變化量較小。